霍靜思，郝柏青，李 智,3

(1. 湖南大學(xué)教育部建筑安全與節(jié)能重點實驗室，湖南長沙 410082； 2. 華僑大學(xué)福建省智慧基礎(chǔ)設(shè)施與監(jiān)測重點實驗室，福建廈門 361021； 3. 理雅結(jié)構(gòu)工程咨詢有限公司，紐約 NY10005)

0 引 言

鋼筋混凝土梁作為建筑結(jié)構(gòu)中重要的水平承重構(gòu)件，雖具有良好的耐火性能，但其一旦失效會改變豎向構(gòu)件的支撐條件，從而對整體結(jié)構(gòu)傳力和受力機(jī)制造成影響，可能引發(fā)局部結(jié)構(gòu)坍塌，甚至整體結(jié)構(gòu)倒塌。

以往對于鋼筋混凝土梁抗火性能的研究主要集中在簡支梁和連續(xù)梁[1-4]，而鋼筋混凝土梁在遭受火災(zāi)時，其周邊結(jié)構(gòu)的約束作用會使梁的力學(xué)行為更為復(fù)雜。目前國內(nèi)外學(xué)者對具有梁端約束的鋼筋混凝土梁開展了一系列研究，大多針對耐火極限問題，即采用恒載升溫的荷載-溫度路徑。Dwaikat等[5-6]提出了一種數(shù)值方法對鋼筋混凝土約束梁的耐火性能進(jìn)行研究，并進(jìn)一步對軸向約束和簡支混凝土梁進(jìn)行了恒載升溫對比試驗，數(shù)值分析和試驗結(jié)果表明，軸向約束和轉(zhuǎn)動約束均能提高梁的耐火極限，但軸向約束的影響更大。吳波等[7-10]主要研究了軸向約束、轉(zhuǎn)動約束等因素對鋼筋混凝土梁火災(zāi)下力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)梁端軸向約束剛度對由約束產(chǎn)生的附加荷載和變形影響較大，梁端轉(zhuǎn)動約束剛度對附加荷載的影響較小,但對梁變形有影響；在此基礎(chǔ)上建立了考慮升降溫全過程的鋼筋混凝土約束梁軸力和梁端彎矩的實用計算方法。Albrifkani等[11]對計算混凝土梁高溫下的耐火極限提出了一種基于大變形，可以考慮梁端約束的數(shù)值模擬方法。韓蕊等[12]對T形軸向約束梁的耐火性能進(jìn)行了有限元分析，發(fā)現(xiàn)軸向約束增加了梁的耐火極限，同時驗證了軸向約束能夠提高梁截面的抗彎承載力。可見，約束作用對混凝土梁的耐火極限影響顯著。

此外，部分學(xué)者研究了高溫下梁豎向加載至大變形時的性能，即先升溫后加載至梁底縱筋拉斷。Elghazouli等[13]研究了在火災(zāi)作用下少筋混凝土梁的懸鏈線效應(yīng)，結(jié)果表明：當(dāng)梁有軸向約束且跨中位移逐漸增大時,梁的受力機(jī)制由壓拱機(jī)制逐漸過渡到懸鏈線機(jī)制。Li等[14]與譚炎等[15-16]對具有軸向約束的鋼筋混凝土梁-柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行了高溫下豎向推覆試驗，研究結(jié)果表明：高溫使得材料性能劣化，節(jié)點具有更強(qiáng)的耗能能力和轉(zhuǎn)動能力，更有利于梁-柱結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸鏈線階段。

綜上所述，周邊約束不僅能提高梁的耐火極限，而且在大變形時能夠形成懸鏈線機(jī)制抵抗外荷載，但針對后者力學(xué)性能的研究有限。因此，本文進(jìn)行了軸向約束鋼筋混凝土梁在高溫下的豎向推覆試驗，重點研究了推覆過程中其破壞形態(tài)和受力機(jī)制以及高溫對二者的影響，為驗證和校正火災(zāi)下約束混凝土梁力學(xué)行為的數(shù)值模擬以及理論分析提供可靠的試驗數(shù)據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗共設(shè)計了3根1∶2縮尺的鋼筋混凝土梁，分別進(jìn)行常溫和高溫下靜力豎向推覆試驗，主要考察升溫時間(1 h和2 h)對受軸向約束的鋼筋混凝土梁破壞形態(tài)、受力機(jī)制和承載能力的影響。

1.2 試驗裝置與方法

本文試驗裝置由提供軸向約束的自平衡U形剛性底座、加載系統(tǒng)和高溫爐三部分組成，如圖2所示。剛性底座兩側(cè)立柱頂部是連接梁端的平板鉸支度為第1個峰值荷載對應(yīng)的撓度；軸力極值中括號前外數(shù)值為最大軸壓力，括號內(nèi)數(shù)值為最大軸拉力。

圖1 梁設(shè)計詳圖(單位:mm)Fig.1 Detail Design of Beam (Unit:mm)

表1 試件編號和試驗結(jié)果Tab.1 Number of Specimens and Test Results

注：試件編號中，“C”表示常溫，“G”表示高溫，數(shù)字“1”和“2”分別表示升溫1 h和升溫2 h ；峰值荷載為加載過程第1個峰值荷載；峰值撓座，支座外側(cè)是可以測量梁端軸力的機(jī)構(gòu)[14]；加載系統(tǒng)主要由倒L形剛性橫梁、帶滾動支座的豎向剛性連接件、3個伺服作動器MAS-1000與控制軟件組成[14]；升溫裝置采用多功能組合式結(jié)構(gòu)試驗高溫爐，爐子構(gòu)造和使用方法見文獻(xiàn)[14]。

圖2 試驗裝置(單位:mm)Fig.2 Test Setup (Unit:mm)

在常溫試驗中，采用位移加載的方式，通過升降剛性橫梁對水平放置的試件施加豎向荷載，試驗停止的判定條件是鋼筋斷裂[17]，即梁完全喪失承載能力。

高溫試驗分為標(biāo)準(zhǔn)升溫和豎向推覆2個階段。標(biāo)準(zhǔn)升溫階段：按照ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線，通過多功能組合式結(jié)構(gòu)試驗高溫爐對梁進(jìn)行三面受火試驗。豎向推覆階段：高溫爐達(dá)到預(yù)定升溫時間后自動停止加熱，立即拆除加熱裝置(保持爐體關(guān)閉)、熱電偶測量儀器和位移計，按照與常溫試驗相同的方法進(jìn)行加載。

1.3 試驗測量

在常溫試驗中，通過控制軟件測量加載階段梁跨中豎向撓度、荷載及梁端軸力。

高溫試驗中除了在豎向推覆階段采用與常溫試驗同樣的方法測量相應(yīng)數(shù)據(jù)外，還在升溫階段測量梁的豎向撓曲及測點溫度。由于梁頂部在升溫階段完全處于高溫爐內(nèi)，其豎向撓曲不能通過直接布置位移計測量。因此，在升溫過程中對梁施加2 kN恒定荷載，利用控制控件測量跨中(測點L1)撓度，利用引出裝置測量測點L2～L4的豎向撓度；此外，還采用熱電偶測量爐膛溫度和梁內(nèi)部測點溫度。引出裝置和熱電偶布置如圖1所示，其中，引出裝置為L40×5角鋼與混凝土內(nèi)預(yù)埋件通過螺母連接。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 升溫反應(yīng)

圖3為梁內(nèi)各測點的溫度曲線、平均爐溫曲線和ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線。隨著爐膛溫度升高，各測點溫度升高，且梁底角部測點1的升溫速率依次高于側(cè)面測點2，3及梁截面中心測點4，梁頂部測點5的升溫速率最低。梁G1內(nèi)除測點1溫度明顯較高外，其余測點的溫度相差不大，而梁G2由于升溫時間的增加，截面的溫度梯度較梁G1變得更加明顯；升溫結(jié)束時，各測點溫度均高于梁G1相應(yīng)測點?；炷羶?nèi)部水分在100 ℃時出現(xiàn)蒸發(fā)、遷徙的現(xiàn)象，導(dǎo)致2根梁的測點3，4，5在100 ℃左右形成明顯的溫度水平臺階，而測點1，2由于距加熱源較近，受水分遷徙的影響較小。

圖3 升溫曲線與測點溫度Fig.3 Temperature-time Curves and Temperature of Measuring Points

圖4 軸力-爐溫曲線Fig.4 Axial Force-furnace Temperature Curves

鋼筋混凝土梁三面受火時，由于軸向約束的作用，其受熱膨脹會產(chǎn)生梁端軸力和彎曲效應(yīng)。圖4，5分別給出了梁端軸力-爐溫曲線和梁豎向撓度-爐溫曲線。由圖4可見，在升溫過程中，2根梁受熱膨脹產(chǎn)生的軸壓力隨爐溫的變化趨勢基本一致：600 ℃之前，軸壓力增長速率緩慢，600 ℃之后，軸力迅速增加；升溫結(jié)束時梁G2與梁G1的軸壓力分別為185.5 kN和236.0 kN。由圖5(a)可見，梁G1各測點豎向撓度隨爐溫變化規(guī)律與軸力隨爐溫變化規(guī)律基本類似：600 ℃以下，豎向撓度變化不大；600 ℃以后，豎向撓度增速加快。由圖5(b)可見，梁G2在爐溫達(dá)到800 ℃之前，豎向撓度整體變化趨勢和大小與G1基本相同，但爐溫超過800 ℃后，其豎向撓度有所恢復(fù)。越靠近跨中位置，梁的豎向位移越大，G1跨中位移在升溫結(jié)束時達(dá)到12 mm，而G2跨中位移在達(dá)到最大值后逐漸減小，在升溫結(jié)束時僅為8 mm。

2.2 破壞形態(tài)

圖6給出了梁的破壞形態(tài)。常溫梁C破壞時，2根底部縱筋被拉斷，整體變形曲線呈V字形，跨中受壓區(qū)混凝土壓潰并剝離，受拉區(qū)彎曲裂縫開裂嚴(yán)重，部分混凝土剝離脫落。高溫梁G1的裂縫開展模式與常溫梁類似，但由于高溫引起的軸向壓力較大，裂縫數(shù)量少、寬度小，塑性鉸區(qū)域明顯縮小。高溫梁G2與前2個試件不同，其底部縱筋僅1根被拉斷，且由于鋼筋斷裂后繼續(xù)加載，梁豎向位移增大，裂縫開展更為嚴(yán)重，塑性鉸區(qū)域有所增大，但仍小于常溫梁C的塑性鉸區(qū)域。此外，還觀察到梁G2跨內(nèi)出現(xiàn)較多拉裂縫，這是因為繼續(xù)加載后，梁受到較大軸向拉力作用。

圖5 梁整體豎向撓度-爐溫曲線Fig.5 Vertical Deflection-furnace Temperature Curves of Beam

2.3 軸力-撓度曲線

圖7為加載全過程的軸力-撓度曲線，正、負(fù)值分別表示軸拉力、軸壓力。常溫梁C的梁端軸力從0逐漸增大至峰值軸壓力，隨后開始逐漸減小并向軸拉力轉(zhuǎn)變，最后在撓度為227.7 mm時達(dá)到峰值軸拉力。高溫梁G1，G2由于軸向約束的存在，高溫引起受熱膨脹使得梁在加載前形成較大的初始軸壓力，分別為167.3，221.7 kN，導(dǎo)致其峰值軸壓力明顯高于常溫梁；在高溫作用下，峰值軸壓力點從A向左移動至點A′和A″，曲線捏縮現(xiàn)象更明顯，即軸力隨撓度的變化速率更快。與常溫梁C的梁端軸力最后轉(zhuǎn)換為軸拉力不同，高溫梁的梁端軸力在加載過程中始終為軸壓力。從圖7可以看出，高溫梁的2條曲線分別在161.0 mm和115.2 mm時急速下降，這是由于梁內(nèi)鋼筋突然發(fā)生斷裂所致。

圖6 破壞模態(tài)Fig.6 Failure Modes

圖7 軸力-撓度曲線Fig.7 Axial Force-deflection Curves

圖8 荷載-撓度曲線Fig.8 Load-deflection Curves

2.4 荷載-撓度曲線

各試件加載全過程的荷載-撓度曲線如圖8所示。常溫梁C的曲線可以分為彈性階段(OA)、壓拱階段(AB)、壓-拉轉(zhuǎn)換階段(BC)和懸鏈線階段(C點以后)。在加載初期，梁C承擔(dān)的荷載隨撓度呈線性增大；由于梁的壓拱效應(yīng)，隨著撓度的增大，荷載增大至峰值荷載點B；隨后經(jīng)歷小幅降低即再次上升，最終在撓度達(dá)到227.7 mm時，由于鋼筋突然斷裂而急速下降，破壞荷載為59.6 kN。高溫梁的荷載隨撓度變化趨勢與常溫梁有顯著差異：由于高溫作用引起軸壓力的影響，高溫梁在加載初期處于壓彎狀態(tài)，其承擔(dān)的荷載迅速達(dá)到峰值荷載，隨后隨著撓度增加而逐漸降低，直至破壞；破壞之前，2條曲線的下降速率基本相同。結(jié)合表1可知，高溫梁G1的峰值荷載與常溫梁的峰值荷載相差不大，而高溫梁G2的峰值荷載大幅降低?？梢姡邷刈饔? h對于軸向約束鋼筋混凝土梁的峰值荷載影響不大，但會減小梁破壞時的位移；高溫作用2 h使得軸向約束鋼筋混凝土梁的峰值荷載和破壞時的位移顯著降低。

2.5 彎矩-撓度曲線

圖9為梁的彎矩-撓度(M-δ)曲線，其中彎矩M=RLn-Nδ，R為支座反力，Ln為鉸接點到梁跨中的距離，N為水平力，δ為中點撓度。與圖8類似，將常溫梁C的彎矩-撓度曲線劃分為4個階段，其彎矩在彈性段迅速增大，隨后增速減緩，在壓-拉轉(zhuǎn)換階段達(dá)到極限抗彎承載力后，開始逐漸減小直至破壞。高溫梁彎矩隨撓度的變化趨勢與常溫梁有所不同：在初始軸壓力和荷載同時作用下，梁的彎矩迅速達(dá)到最大值，隨后逐漸下降，且2根梁的彎矩下降速率相差不大。與常溫梁C相比，高溫梁的彈塑性階段較短，后期抗彎承載力退化較快；高溫梁G1的極限抗彎承載力略高于常溫梁C，而梁G2的極限抗彎承載力顯著降低。各梁最大彎矩的具體數(shù)值見表1。

圖9 彎矩-撓度曲線Fig.9 Bending Moment-deflection Curves

2.6 延性和耗能

鋼筋混凝土梁的延性和耗能能力是其火災(zāi)高溫下力學(xué)性能的重要評判指標(biāo)。梁的延性用延性系數(shù)μΔ來表示，耗能能力用荷載-位移曲線圍成的面積來表示，μΔ=Δf/Δy，Δy為屈服位移，Δf為延性位移[18]，具體數(shù)據(jù)見表1。由表1可以看出，常溫梁C的延性系數(shù)最高，高溫梁G1和G2的延性系數(shù)僅為常溫梁的25.8%和39.7%。梁G2的延性系數(shù)高于梁G1，這與梁內(nèi)鋼筋的延性隨溫度變化規(guī)律相一致[19]。鋼筋屈服應(yīng)變受高溫影響不大，而極限應(yīng)變在超過500 ℃后隨溫度升高而增大。這表明，高溫下軸向約束鋼筋混凝土梁的延性主要取決于鋼筋的延性。對于耗能性能來說，常溫梁C的耗能性能最好，高溫梁G1和G2相對于常溫梁C分別降低了48.9%和81.9%?？梢?，高溫作用會顯著降低鋼筋混凝土梁的延性和耗能能力，且升溫時間越長，耗能能力降低幅度越大，而延性則不同。

3 受力機(jī)理分析

為分析高溫下軸向約束鋼筋混凝土梁的受力機(jī)制，圖10給出了各試件的軸力-彎矩曲線及N-M能力曲線。常溫梁的N-M能力曲線按照偏心構(gòu)件進(jìn)行計算；高溫梁的N-M能力曲線采用文獻(xiàn)[20]提出的簡化計算方法，即考慮高溫對鋼筋和混凝土材料性能的影響，在常溫計算方法的基礎(chǔ)上進(jìn)行修正。

圖10 軸力-彎矩曲線Fig.10 Axial Force-bending Moment Curves

常溫梁C的軸力-彎矩曲線可以分為4個階段：抗彎階段(AB)、壓彎強(qiáng)化階段(BC)、壓彎退化階段(CD)和懸鏈線形成階段(D點以后)。曲線AB段梁端軸壓力增速緩慢，軸壓力較小，跨中彎矩較大，可認(rèn)為梁主要處于抗彎狀態(tài)，即以梁機(jī)制為主。BC段由于軸壓力的影響，隨著撓度增加，梁豎向承載力增加。C點以后，由于跨中荷載的減小(圖8)以及梁端軸力減小引起的二階效應(yīng)減弱(圖7)，導(dǎo)致梁抗彎承載力下降，梁進(jìn)入壓彎退化階段。梁端軸力在曲線超過D點后轉(zhuǎn)換為軸拉力，形成懸鏈線機(jī)制。從圖10可以看出，梁達(dá)到極限抗彎承載力后，其軸力-彎矩曲線沿著理論N-M能力曲線發(fā)展。結(jié)合圖8，9可知，梁承擔(dān)的荷載和跨中彎矩在懸鏈線階段并沒有增加或者超過極限承載力，可認(rèn)為是梁的懸鏈線發(fā)展并不充分，梁即隨著鋼筋的斷裂而破壞，與文獻(xiàn)[15]發(fā)現(xiàn)的規(guī)律一致。

高溫梁在整個加載過程中始終處于壓彎狀態(tài)，且其軸力-彎矩曲線僅可分為壓彎強(qiáng)化和壓彎退化2個階段。壓彎強(qiáng)化階段中，由于加載前存在初始溫度內(nèi)力(軸向壓力)，高溫梁處于壓彎復(fù)合受力狀態(tài)，并隨著撓度增大，軸壓力和彎矩均逐漸增大，達(dá)到極限承載力點C′和C″。從圖10可以看出，高溫梁G1的極限抗彎承載力與常溫梁C相差不大，可能的原因是：經(jīng)過1 h升溫，梁底部縱筋溫度約為500 ℃，其極限強(qiáng)度降低不明顯[21]，且高溫產(chǎn)生的初始軸壓力能夠提高梁的抗彎承載力[12]。梁G2的極限抗彎承載力大幅降低，僅為34.6 kN·m。這表明，受高溫作用2 h時，梁端初始軸壓力對于梁極限抗彎承載力的提高有限，而高溫導(dǎo)致混凝土和鋼筋的強(qiáng)度劣化，會顯著降低梁的極限抗彎承載力。在彎矩達(dá)到極限抗彎承載力后，試件進(jìn)入壓彎退化階段，雖然梁仍處于壓彎受力狀態(tài)，但隨著撓度增大，彎矩和軸力均呈現(xiàn)退化趨勢，并且退化路徑低于高溫N-M能力曲線。

4 結(jié)語

(1)溫度內(nèi)力影響試件的破壞模態(tài)，高溫產(chǎn)生的軸向壓力使得梁跨中塑性鉸區(qū)域縮小，破壞呈脆性。

(2)高溫作用影響試件的承載力，鋼筋和混凝土因高溫作用導(dǎo)致材料力學(xué)性能劣化而降低了梁的峰值承載力，受熱膨脹產(chǎn)生的軸壓力則提高了梁的峰值承載力；隨著受火時間延長，材料劣化對梁峰值承載力的影響程度高于溫度內(nèi)力的影響程度。

(3)高溫作用顯著影響試件的倒塌受力機(jī)制，常溫梁的受力機(jī)制由抗彎機(jī)制轉(zhuǎn)化為壓彎機(jī)制，最后形成懸鏈線機(jī)制；高溫作用下梁始終處于壓彎機(jī)制。

(4)對軸向約束的鋼筋混凝土梁，可以采用N-M能力曲線來預(yù)測其在大變形下的受力狀態(tài)。高溫下梁的N-M能力曲線計算方法有待進(jìn)一步研究。